凍融過程對高寒區渠道基土力學特性的影響

朱 銳，蔡正銀，黃英豪，張 晨，郭萬里

（1.南京水利科學研究院巖土工程研究所，南京 210024；2.河海大學巖土力學與堤壩工程教育部重點實驗室，南京 210098；3.南京工業大學交通運輸工程學院，南京 211816）

0 引 言

為調節水資源時空分布區不均，中國近30年來建設了大量的輸水渠道，服務于沿線城鎮的工農業發展。渠道是線性工程，不可避免地穿越一些膨脹土區域。現場調研發現，位于膨脹土區域的輸水渠道破壞異常嚴重[1-2]。對此，諸多學者對膨脹性渠道基土的物理力學特性展開了探索，取得了一定的成果。繆林昌等[3]對膨脹土的水分遷移特性進行了試驗研究，認為干濕循環次數對無荷狀態下的膨脹土水分遷移特性影響較大，膨脹土的水分遷移特性與其初始應力狀態相關。在此基礎上，Miao等[4]探討了膨脹性渠道基土力學特性與微觀結構之間的關系，認為土體剪切過程中大孔隙變化存在一定的變化規律。陳善雄等[5]開展了弱、中膨脹土的物理力學特性試驗，發現中膨脹土吸水膨脹后軟化明顯，弱膨脹土的壓實含水率應按最優含水率加3%左右控制；Lu等[6-7]通過凍融試驗，探討了凍融循環次數對壓實膨脹土體變特性和抗壓強度的影響，發現在凍融循環過程中，初始含水率較低的膨脹土呈“凍縮融脹”特征，而初始含水率較高的膨脹土表現為“凍脹融沉”的體積變化規律，同時第一次凍融循環過程對膨脹土的力學特性影響顯著；除此以外，還有許多學者采用水泥[8]、石灰[9]、堿渣[10]、陽離子改性劑[11]等對凍融循環下的膨脹土進行了改良，以期獲得更好的工程性質。

從上述研究可以看出，對于膨脹性渠道基土物理力學特性的研究多從干濕循環或凍融循環的角度展開。然而已有研究證實中國北方部分渠道處于濕干凍融耦合循環作用（下文簡稱為耦合循環）下，并因此發生劣化失穩[12-14]。針對這一現象，目前僅有少數學者進行了初步探索。曾志雄、孔令偉等[15-16]對干濕、凍融以及干濕凍融循環作用下的延吉膨脹泥巖開展了一系列室內試驗，發現相較于干濕和凍融循環，干濕凍融循環對于土體剪切強度等影響更大。上述研究雖初步分析了干濕、凍融和濕干凍融循環作用下膨脹泥巖的力學特性，但針對耦合循環中的凍融過程對渠道基土力學特性的影響尚未得出明確結論。

鑒于此，本文通過模擬渠道現場復雜的環境邊界，開展濕干循環及耦合循環作用下膨脹性渠道基土的三軸固結排水剪切試驗，分析濕干循環及耦合循環作用下渠道基土的應力-應變關系、彈性模量、破壞強度和抗剪強度指標的變化特征，量化濕干循環及耦合循環作用下渠道基土的力學損傷演化規律，探討耦合循環中的凍融過程對渠道基土力學特性的影響，以期為北疆供水工程建設與維護提供科學依據。

1 方法與試驗

1.1 土壤樣本

試驗土料取自北疆阿勒泰地區渠系工程現場，外觀呈黃色，具有一定區域代表性。將取回的土料采用篩分法和比重計法對所用土體的顆粒級配進行了分析，并繪制于圖1。同時，依據土工試驗方法標準[17]進行試驗可知，所用土體的自由膨脹率為71%，具有中等脹縮性。塑限和液限分別為 18.4%和 52.6%，最優含水率為18.4%，最大干密度為1.70 g/cm3，可以看出，供試土壤為膨脹性黏土。

1.2 試驗工況及試驗方法

試驗旨在探討不同邊界條件、不同循環次數以及不同干燥幅度對渠道基土力學特性的影響。

1.2.1 試樣制備

試樣制備過程中，依據土工試驗方法標準[17]，取自現場的土料翻曬、風干，碾碎后過2 mm篩，取少量過篩后的土料測定其初始含水率。按照初始含水率為18.4%（最優含水率）配制土料，將稱量好的水噴灑至一定質量的土中，攪拌均勻后密封48 h，以使土體含水率更為均勻。隨后在制樣模具內側涂抹適量凡士林，采用分層擊實法（共分3層）制備高80 mm、直徑39.1 mm的圓柱形重塑樣[17]共計152個試樣，8個試樣不經歷循環，72個試樣用于濕干循環試驗，72個試樣用于濕干凍融耦合循環試驗。試樣的干密度參考渠道現場實測干密度，取為1.60 g/cm3。

1.2.2 濕干凍融循環邊界設計

基于許雷等[7-8,18]的研究，渠道基土的物理力學特性在3～7次干濕或凍融循環后即趨于穩定，故試樣的循環次數設為0、1、3和7次，其中0次指的是未經歷循環的試樣。對于渠道基土力學特性試驗而言，制備完畢的試樣需在試樣上機前分別施加干濕循環（WD）和濕干凍融耦合循環作用（WDFT，簡稱耦合循環）循環邊界，如圖2所示。

濕潤、干燥、凍結和融化邊界的具體實施過程如下：

1）濕潤過程對應渠道的通水期，此時淺層渠道基土由于渠水滲漏而處于飽和或接近飽和狀態，故試樣的濕潤過程采用抽氣飽和法進行模擬；

2）干燥過程對應渠道的停水期，此時渠道基土處于持續失水過程，故將試樣置于恒溫恒濕環境中自然風干，溫度控制在（20±0.5）℃，濕度控制在50%±3%。每個試樣底部均墊有透水石。試樣干燥幅度為試樣由飽和試樣干燥至目標飽和度（St）的飽和度變化幅度，即70%、30%、10%的干燥幅度分別對應30%、70%和90%的試樣目標飽和度（St）。期間采用稱質量法監測試樣的飽和度變化，至目標飽和度（St）終止干燥過程；

3）凍結過程對應渠道現場低于 0℃的階段，采用低溫環境箱進行模擬，即將試樣置于環境箱中凍結 24 h，凍結溫度參考渠道現場凍結期平均溫度，取-20 ℃；

4）融化過程對應渠道現場淺層基土解凍的階段，將試樣置于恒溫環境（20 ℃）中自然解凍，融化時間為24 h。為防止凍結過程和融化過程中試樣水分損失，采用保鮮膜包裹試樣并裝入密封袋后施加溫度場，經稱質量法測量并反算，凍融循環過程中試樣水分損失小于0.5%。

1.2.3 三軸剪切試驗過程

試樣依次經歷上述循環過程，至目標循環次數后將試樣進行抽氣飽和，隨后進行三軸剪切試驗，如圖3所示。在三軸剪切試驗過程中，每組試樣的固結壓力依次為100、200、300和400 kPa。待固結穩定后進行等應變剪切，試樣軸向應變達到 16%即可停止剪切試驗，剪切速率設為0.08 mm/min。

1.3 指標測定和計算

1.3.1 三軸試驗數據處理方法

1）應力應變曲線

依據三軸剪切試驗過程中采集的試樣軸向應力、軸向應變數據，繪制相應工況下試樣的應力應變曲線[18]。

2）彈性模量

一般來講，依據試樣應力-應變關系的試驗結果，選取軸向應變為 1%時所對應的偏應力增量與軸向應變增量的比值，作為描述試樣彈性的物理量，過往的研究中常稱之為彈性模量[18]。但是，這種偏應力增量與軸向應變增量的比值并不完全符合彈性模量的定義，與傳統意義上的彈性模量有一定區別。在本文中，以彈性模量代指偏應力增量與軸向應變增量的比值，作為渠道基土力學性能的一個評價指標。

3）破壞強度

對于應力-應變關系曲線而言，若在應變小于15%時偏應力峰值出現，則該值為試樣的破壞強度；若應力-應變關系曲線為硬化型，則取應變為 15%時的偏應力作為試樣的破壞強度[18]。

4）抗剪強度指標

依據破壞強度所對應的偏應力值，繪制不同圍壓下試樣的莫爾圓，由莫爾圓公切線的截距和斜率可分別獲取試樣的黏聚力和內摩擦角[18]。

1.3.2 損傷度計算方法

參考李新明等[19-20]的研究成果，基于不同濕干及耦合循環次數下的試樣彈性模量計算渠道基土的損傷度（SDnWD/WDFT），以評價渠道基土的損傷程度。

式中E0表示試樣未經歷濕干循環或耦合循環作用時的彈性模量，MPa；EnWD/WDFT表示試樣經歷n次濕干或耦合循環作用后所對應的彈性模量，MPa。

2 結果與分析

2.1 應力應變曲線

巖土體的軸向壓縮破壞類型通常分為應變硬化型和應變軟化型，劉祖典等[21]對硬化程度和軟化程度進行了區分，將巖土體應力應變關系劃分為強硬化、弱硬化、強軟化、弱軟化這 4種類型。在此基礎上，吳旭陽等[22]又將其發展為強硬化型、一般硬化型、弱硬化型、強軟化型、一般軟化型和弱軟化型，從而更好地描述巖土材料的應力-應變特性。

不同圍壓條件下應力-應變曲線趨勢一致，故隨機選取圍壓為100 kPa試驗干燥幅度為70%時的曲線展示濕干循環和耦合循環作用下試樣的應力和應變變化規律，如圖4所示。可以看出，在濕干循環和耦合循環作用下，試樣的應力-應變關系多呈硬化型。具體來講，當循環次數為 0時，試樣受軸向壓縮呈現一般硬化型破壞特征。隨著濕干和耦合循環次數的增長，試樣的應力-應變關系逐漸轉變為弱硬化型；值得注意的是，當WDFT循環次數為 7次時，試樣的應力-應變關系已為弱軟化型。故可以認為，濕干循環和耦合循環次數的增長使得渠道基土的應力-應變關系由一般硬化型往弱硬化型（弱軟化型）發展，耦合循環過程中的凍融過程加劇了這一轉變的發展。

2.2 彈性模量

圖5為試樣（干燥幅度為70%）彈性模量隨循環次數的變化曲線。可以看出，試樣的彈性模量隨著濕干循環或耦合循環次數的增長均呈逐漸下降的趨勢。當圍壓較低時，耦合循環作用下試樣的彈性模量衰減幅度顯著高于濕干循環作用下試樣的彈性模量衰減幅度，此時耦合循環作用對試樣的彈性模量損傷更為顯著，可以認為耦合循環中的凍融過程加劇了淺層渠道基土的彈性模量衰減過程。當圍壓較高時，相比于濕干循環作用，試樣的彈性模量在耦合循環作用初期衰減幅度較大；而隨著耦合循環次數的增長，試樣的彈性模量衰減速率逐漸減小。7次濕干循環和7次耦合循環后，試樣的彈性模量分別衰減了約 13.1%～33.3%和22.3%～34.5%。可以認為耦合循環中的凍融過程易造成渠道深部基土或深挖方渠道基土的彈性模量在耦合循環初期大幅下降，而隨著耦合循環次數的增長，耦合循環中的凍融過程對渠道基土彈性模量造成的影響逐漸減弱。

表1為7次濕干循環和7次耦合循環后試樣的彈性模量匯總。可以看出，在7次濕干循環作用后，無論是低圍壓還是高圍壓下，試樣的彈性模量均隨著干燥幅度的減小而增長；而在7次耦合循環作用后，試樣的彈性模量并不都是隨著干燥幅度的減小而升高。對于干燥幅度為 10%和 30%的試樣而言，在較高圍壓（200、300和400 kPa）的情況下，其彈性模量存在接近或小于試樣（干燥幅度為 70%）彈性模量的情況，原因可能在于耦合循環中的凍融過程。可以認為，對于干燥幅度較小的試樣，耦合循環中的凍融過程加劇了這些試樣彈性模量的衰減。同時，可能存在的彈性模量誤差量隨著圍壓的增長呈現上升的趨勢。在此基礎上，基于顯著性分析理論進行了干燥幅度的顯著性檢驗，發現干燥幅度對于渠道基土彈性模量的影響是顯著的。

表1 7次WD和WDFT循環后不同圍壓下彈性模量Table 1 Elastic modulus after 7 WD and WDFT cycles subjected to different confining pressures MPa

2.3 破壞強度

圖6為試樣（干燥幅度為70%）破壞強度隨循環次數的變化曲線。可以看出，試樣的破壞強度隨著濕干或耦合循環次數的增長均呈下降的趨勢。7次濕干循環和7次耦合循環后，試樣的彈性模量分別下降了 21.2%～27.6%和22.2%～30.9%左右。同時試樣的破壞強度在耦合循環作用初期下降幅度顯著高于濕干循環初期，但是耦合循環下試樣的破壞強度衰減速率隨著循環次數的增長而逐漸減小，并于7次耦合循環作用后與7次濕干循環作用后的試樣破壞強度較為接近。可以認為耦合循環中的凍融過程在耦合循環初期易造成渠道基土的破壞強度大幅衰減，這一影響隨著耦合循環次數的增長逐漸弱化。

表2為7次濕干循環和7次耦合循環后試樣的破壞強度匯總。可以看出，在 7次濕干循環或耦合循環作用后，無論是低圍壓還是高圍壓下，試樣的破壞強度均隨著干燥幅度的增長而減小，同時經歷 7次耦合循環作用后試樣的破壞強度均低于經歷 7次濕干循環作用后的試樣，表明耦合循環中的凍融過程加劇了渠道基土破壞強度的衰減。此外，還可以發現這種由耦合循環中的凍融過程造成的試樣破壞強度衰減與試樣干燥幅度有著一定聯系。以圍壓為400 kPa為例，耦合循環中的凍融過程造成不同干燥幅度試樣（10%、30%、70%）的破壞強度衰減幅度分別為14.4%、4.6%、1.4%。可以認為耦合循環中的凍融過程對干燥幅度較低的渠道基土破壞強度弱化更為明顯。同時，可能存在的破壞強度誤差量隨著圍壓的增長也呈現逐漸增長的趨勢。顯著性分析結果表明干燥幅度這一因素對于渠道基土破壞強度的影響是顯著的。

表2 7次WD和WDFT循環后不同圍壓下破壞強度Table 2 Failure strength after 7 WD and WDFT cycles subjected to different pressures kPa

2.4 抗剪強度指標

圖7為試樣（干燥幅度為70%）黏聚力和內摩擦角隨循環次數的變化曲線。可以看出，無論是濕干循環作用下還是耦合循環作用下，試樣的黏聚力和內摩擦角均隨著循環次數的增長而減小。對于這一現象，主要原因在于：土體在干燥失水過程中逐漸收縮，進而產生了一定的裂隙，試樣的完整性也因此遭到破壞，故濕干循環下土體的黏聚力逐步下降；在隨后的凍融過程中，分凝冰穿刺[23]等作用造成土體內部的裂隙再次拓展，進一步降低了土體的完整性。反復的耦合循環過程使得裂隙在土體內部不斷拓展、連通，具體表現在土體的表面裂隙率、切片裂隙率、裂隙深度、非水平裂隙長度以及連通性等指標的增長[24]，導致土體完整性隨耦合循環次數的增長而顯著降低，土體黏聚力也由此不斷衰減。

對于試樣黏聚力而言，耦合循環作用比濕干循環作用導致的試樣黏聚力衰減更為顯著，表明耦合循環中的凍融過程促進了渠道基土的黏聚力衰減。同時相較于試樣的初始黏聚力，7次濕干循環和7次耦合循環后試樣的黏聚力分別下降了約39.1%和44.0%。對于試樣內摩擦角而言，受濕干循環作用和耦合循環作用同樣明顯降低，但耦合循環作用下試樣的內摩擦角衰減并未顯著不同于濕干循環作用下的試樣，在 7次濕干和耦合循環過后試樣內摩擦角的下降幅度分別約為15.6%和11.7%。可以推測，耦合循環中的凍融過程對于渠道基土內摩擦角的衰減影響較小。

圖8為7次循環后試樣抗剪強度指標對比。可以看出，試樣干燥幅度對于抗剪強度指標有著顯著的影響，干燥幅度較小，則試樣黏聚力和內摩擦角相對較高。耦合循環作用下和濕干循環作用下試樣黏聚力的差值隨著干燥幅度的減小而增大，而內摩擦角的差值則并未與干燥幅度表現出明顯的比例關系，佐證了耦合循環中的凍融過程加劇了黏聚力衰減而對試樣內摩擦角影響較小這一推測。

3 凍融過程對土體力學損傷特性的影響

前已述及，渠道基土在濕干循環及耦合循環作用下劣化明顯，具體表現在彈性模量衰減、破壞強度下降等方面。因此，濕干循環及耦合循環作用可以看作是對渠道基土的一種損傷行為。

圖9為不同圍壓下試樣損傷度隨循環次數的變化曲線。可以看出，無論是濕干循環作用下還是耦合循環作用下，試樣的損傷度均隨著循環次數的增長而增大。但在不同循環作用下，試樣損傷度隨循環次數的變化趨勢則不一致，分別呈緩增（濕干循環作用下）和先陡增后緩增（耦合循環作用下）的特點。另外，圍壓對于試樣的損傷度也具有一定的影響。在濕干循環作用下，試樣經歷7次循環后的損傷度分別為0.13、0.15、0.26和0.33（試驗圍壓分別為100、200、300和400 kPa）；在耦合循環作用下，試樣經歷 7次循環后的損傷度則分別為0.22、0.26、0.27和0.35。可以發現，圍壓越大，循環作用過程造成的試樣損傷程度越高。同時，可以發現當圍壓較高時，7次濕干循環和耦合循環后的試樣損傷度較為接近，而當圍壓較低（分別為100和200 kPa）時，7次耦合循環后的試樣損傷度則明顯較高，分別高出 7次濕干循環后的試樣損傷度約92%和73%。這表明在低圍壓下，耦合循環中的凍融過程造成渠道基土損傷程度顯著增高。

圖10為不同圍壓下試樣損傷度隨干燥幅度的變化曲線。可以看出，在濕干循環作用下，試樣的損傷度大多隨著干燥幅度的減小而下降。而在耦合循環作用下，試樣的損傷度隨干燥幅度的變化趨勢則不完全一致。取圍壓為400 kPa為例，干燥幅度為70%、30%和10%的試樣的損傷度分別為 0.35、0.37和 0.28。可以發現干燥幅度較小時，試樣的損傷度同樣較高，推測認為這可能與耦合循環中的凍融過程相關。

另外，對巖土體力學損傷程度的表征存在多種形式，除應用廣泛的彈性模量表征方法[25]以外，還有學者采用破壞強度[19]進行計算，即未損傷試樣的破壞強度減去n次循環后試樣的破壞強度與未損傷試樣的破壞強度之比，計算結果繪于圖11中。可以發現，以試樣破壞強度計算而得的土體損傷度顯著高于以傳統彈性模量所得的土體損傷度。這在循環次數為7次、干燥幅度為30%時最為明顯，此時以試樣破壞強度所得的土體損傷度分別為0.22（濕干循環作用下）和0.29（耦合循環作用下），約為以傳統彈性模量計算的土體損傷度的3倍和1.6倍。這表明采用彈性模量表征土體損傷度在一定程度上低估了濕干循環及耦合循環過程對于渠道基土的損傷程度。因此，在高寒區膨脹土渠系工程中，還應充分考慮渠道基土的破壞強度衰減，從而更好地進行相關的計算與分析。

4 討 論

通過三軸剪切試驗，得到了濕干循環及耦合循環下渠道基土力學特性的演化規律。在試驗結果分析過程中，發現了一些值得進一步探討的地方：濕干循環下渠道基土的彈性模量、破壞強度、黏聚力均隨著干燥幅度的增大而減小（表1、表2和圖7），這與文獻[18]中報道的一致；而在耦合循環下，渠道基土的彈性模量、破壞強度以及黏聚力隨干燥幅度的變化趨勢則并非如此。在某些工況中，相較于干燥幅度為 70%的渠道基土，干燥幅度為10%和 30%的渠道基土的力學性能下降更為明顯，這一現象也與筆者課題組過往所得無側限抗壓強度試驗結果較為一致。推測，這種差異主要是由于耦合循環中的凍融過程造成的。

依據已有的研究可知[13,26]，無論是濕干過程還是凍融過程，水分場的變化都是土體損傷行為產生的根源。前已述及，土體的損傷程度一般隨著干燥幅度的增大而增高，而凍融作用造成的土體損傷程度則隨著土體含水率增大而增高，如圖12所示。在耦合循環過程中，土體首先經歷干濕過程，干燥幅度的增大造成濕干循環效應的增強，但是由于干燥至較低飽和度，在隨后的凍融過程中土體所受到的凍融循環效應較小，如圖13a所示；反之，較小的干燥幅度使得濕干循環效應并不顯著，但在隨后的凍融過程中土體的損傷則較為顯著，如圖13b所示。

通過上述分析，可以認為干燥幅度越大，濕干凍融耦合循環中濕干過程造成的土體損傷程度較高；反之，干燥幅度越小，濕干凍融耦合循環中凍融過程造成的土體損傷程度則越高。濕干凍融耦合循環是濕干過程、凍融過程的耦合，故耦合循環下土體的損傷應為上述 2種作用過程造成的損傷總和，這也較好地解釋了隨著干燥幅度的減小，渠道基土彈性模量的衰減、破壞強度的降低、黏聚力、內摩擦角的減小和損傷程度的增高。

此外，所開展的三軸剪切試驗僅設置了 3個試樣干燥幅度，難以精確地判別耦合循環下渠道基土力學性能與干燥幅度之間的關系。推測，在耦合循環下，可能存在某個干燥幅度使得渠道基土的綜合損傷程度最高。

5 結 論

1）濕干循環和耦合循環次數的增長使得渠道基土的應力-應變關系由一般硬化型往弱硬化型（弱軟化型）發展，耦合循環過程中的凍融過程加劇了這一轉變的發展。同時，耦合循環中的凍融過程易造成高圍壓下試樣的彈性模量在耦合循環初期大幅下降。

2）耦合循環中的凍融過程在耦合循環初期易造成渠道基土的破壞強度大幅衰減，尤其是對干燥幅度較低的渠道基土，而這一影響隨著耦合循環次數的增長逐漸弱化。

3）7次濕干循環后，試樣的彈性模量、破壞強度、黏聚力和內摩擦角分別衰減了約13.1%～33.3%、21.2%～27.6%、39.1%和15.6%，而 7次耦合循環后，試樣的彈性模量、破壞強度、黏聚力和內摩擦角分別下降了22.3%～34.5%、22.2%～30.9%、44.0%和11.7%左右，表明耦合循環中的凍融過程加劇了渠道基土力學性能的衰減，但對試樣內摩擦角影響較小。

4）無論是濕干循環還是耦合循環作用下，渠道基土的損傷程度均隨著循環次數的增長而增高。在低圍壓下，耦合循環中的凍融過程造成了渠道基土損傷程度顯著增高。另外，以傳統彈性模量形式表征渠道基土的損傷度在在一定程度上低估了濕干循環及耦合循環過程對于渠道土體的損傷程度，在高寒區膨脹土渠系工程相關計算與分析中，還應充分考慮渠道土體的破壞強度衰減。

5）耦合循環作用下土體的損傷為濕干過程、凍融過程造成的損傷總和，在濕干凍融耦合循環作用下應存在某個干燥幅度使得渠道基土的綜合損傷程度最高，這一方面在后續的研究中值得進一步探索。